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Copatrocinado por la AMEE / Co-sponsored by AMEE Cancún, Quintana Roo, MÉXICO, del 1 al 5 de Julio 2007 / Cancun, Quintana Roo, MEXICO, July 1-5, 2007

Efecto del Tipo de Probeta Usada en la Determinación de la Temperatura de Referencia, T0, en Acero de Vasija.

Rogelio Hernández C., Jesús Romero C., Miguel E. Gachuz M., Salvador Vázquez B., Manuel Santillan V.

Instituto Nacional de Investigaciones Nucleares (ININ) Km 36.5 Carretera México Toluca, La Marquesa, Ocoyoacac México [email protected]; [email protected]; [email protected];

[email protected]; [email protected].

Resumen

La tecnología de la curva maestra nos permite construir una curva estructural completa, usando un conjunto de mediciones de tenacidad a la fractura, la cual es una propiedad del material que cuantifica la fragilización que con el tiempo va adquiriendo la vasija. Esta nueva tecnología es atractiva, y una alternativa a la evaluación actual, dado que el único valor requerido para establecer la curva maestra es la temperatura de referencia, T0, el cual puede calcularse, determinando la tenacidad a la fractura, usando probetas Charpy preagrietadas. Si bien la aplicación de la curva maestra requiere un cambio profundo en los Códigos y Normas existentes, es posible aplicar parcialmente la metodología, con la denominada “Aproximación PVRC a la curva maestra”. El método PVRC, desarrollado por el Comité de Investigación de Vasija para revisiones del Código ASME, esta documentado en el Caso de Código N-629, donde se establece que es posible utilizar un nuevo parámetro, RTTo, que está relacionado directamente con T0, en lugar de la tradicional temperatura de referencia a ductilidad nula, RTNDT para caracterizar el comportamiento frágil del material de la vasija. Esta aproximación permite obtener valores más precisos de tenacidad a la fractura del material, dando en general, un criterio menos conservador en los análisis de la integridad estructural de la vasija del reactor (curvas límite Presión-Temperatura (P-T), PTS, etc.). El ININ, esta participando en el proyecto de investigación “Aproximación de la curva maestra para vigilar el cambio de la tenacidad a la fractura en vasijas de centrales nucleoeléctricas” coordinado por el OIEA, este proyecto investiga algunos puntos no resueltos, como el efecto de la geometría/constricción al determinar la temperatura de referencia, T0. La parte experimental del programa consiste en la intercomparación de ensayos de tenacidad a la fractura cuasi-estáticos, usando probetas Charpy preagrietadas y probetas tipo 0.4T CT, de acero de vasija, y usando el método estadístico de la curva maestra. Se obtuvieron datos de tenacidad a la fractura en acero de vasija, JRQ (A 533 Grado B Clase 1), los cuales fueron analizados con la metodología de la curva maestra, contribuyendo con esto al proyecto de investigación. Los ensayos se realizaron en control por desplazamiento, a dos temperaturas -70°C y -60°C, y a una velocidad de carga de: dK/dt = 0.1 MPam1/2/seg. Las temperaturas de referencia, T0 (Charpy)= -60.4 ± 5.2°C y T0 (0.4T CT)= -57.4 ± 5°C determinadas, son semejantes a las obtenidas por otros laboratorios (CIEMAT España, Instituto Nuclear Kurchatov, Rusia) y no existe diferencia notable al determinar la T0, cuando se comparan los resultados obtenidos con probetas tipo Charpy preagrietadas y tipo 0.4T CT, con una relación de tamaño de grieta a0/W = 0.5.

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Rogelio Hernández C. et al, Efecto del Tipo de Probeta Usada en la Determinación de Temperatura de Referencia, T0, en Acero de Vasija

1. INTRODUCCIÓN Un parámetro clave, al considerar la integridad estructural de las vasijas en las centrales nucleoeléctricas, es el efecto de la irradiación neutrónica sobre la tenacidad a la fractura en el acero de vasija. Desde hace aproximadamente diez años, la atención de la industria nuclear se ha enfocado al uso de una medida directa de las propiedades de tenacidad a la fractura para asegurar la integridad de la vasija. Se han hecho muchos esfuerzos [1] para desarrollar procedimientos para determinar la temperatura de referencia del material de la vasija, designada como T0 (RTTo=T0+19.4°C); basados en medidas de tenacidad a la fractura (usando probetas Charpy preagrietadas o probetas Charpy reconstituidas preagrietadas), analizados con la metodología de la “curva maestra” (curva patrón o de referencia). Esto, en contraste a la aproximación histórica de determinar primero una temperatura de referencia inicial del material no irradiado, RTNDT, basado en una combinación de los métodos de ensayo de impacto Charpy-V y caída de peso (el criterio habitual es asumir que ΔRTNDT es igual a ΔT41J, obtenido este último a partir de los ensayos de impacto Charpy). El concepto es similar al de la curva de tenacidad a la fractura del Código ASME [2]. La determinación directa de la tenacidad a la fractura del material a través de la metodología de la curva maestra, representa una cuantificación precisa de la resistencia del material a la iniciación de grietas comparado contra el método comúnmente usado, y provee un análisis de mayor precisión en la integridad de la vasija de los reactores [1]. El Organismo Internacional de Energía Atómica (OIEA) a través de programas de investigación, ha venido apoyando y coordinando esta investigación para una aplicación directa a las vasijas de las nucleoeléctricas. Actualmente el OIEA esta coordinando un proyecto de investigación (CRP-8) sobre “Aproximación de la curva maestra para vigilar el cambio de la tenacidad a la fractura en aceros de vasija a presión de nucleoeléctricas”, el cual consiste de una intercomparación en ensayos de tenacidad a la fractura, en diferentes aceros de vasija, con base en la norma ASTM E1921-05 [3]; y cuyo propósito es investigar: • Efecto de la geometría/constricción en la temperatura de referencia T0. • Efecto de la velocidad de carga en la temperatura de referencia T0. • Comportamiento de la forma de la curva maestra en aceros de vasija altamente fragilizados. Los resultados y experiencia disponible en ensayos con probetas pequeñas y las técnicas de la curva maestra son recopilados y usados por el OIEA para desarrollar instrucciones o guías, y así soportar y avanzar en el uso de la Norma ASTM E1921-05. La intención final del programa es construir y documentar procedimientos aceptados en la aplicación de la curva maestra, basado en la mecánica de la fractura con aplicación a las vasijas, en lugar de seguir usando la aproximación común, basada solo en ensayos de impacto en probetas Charpy. De esta forma se mejora el análisis de integridad de las vasijas, también como soportar la introducción de estos procedimientos en el licenciamiento de las vasijas. La aproximación de la curva maestra esta basada en que la fractura frágil, se da por clivaje, en donde se asumen los aspectos característicos de la iniciación y propagación de la fractura por clivaje. Existen otros modos de fractura diferentes, por ejemplo, el cuasi-clivaje y fractura a

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través de los límites de grano, en los cuales se ha demostrado [4] que la calidad de la estimación de la curva maestra no es muy sensible a estos modos de fractura, especialmente si la proporción de estos modos de fractura (fractura en frontera de grano menor al 5% de área de fractura) no es muy grande. La parte experimental del programa consiste en una intercomparación de ensayos de tenacidad a la fractura cuasi-estáticos y dinámicos usando máquina servohidráulica de ensayos mecánicos y péndulo de impacto instrumentado respectivamente, en probetas tipo C(T) y de flexión (SE(B)), en varios aceros de vasija usando diferentes tipos y tamaños de probetas, y diferente relación de tamaño de grieta, a0/W; es decir probetas tipo CT y flexión en 3 puntos (SE(B)). La parte experimental incluye ensayos en: 1) Material de referencia JRQ del OIEA [5], el cual es un acero de vasija. 2) Al menos un acero nacional por cada participante [6]. En nuestro caso, solo se realizaron ensayos con probetas tipo 0.4T CT y Charpy-V preagrietadas con a0/W = 0.5, y solo el acero de vasija (JRQ). Los datos experimentales fueron analizados usando el procedimiento de la curva maestra, basado en el método de multi-temperatura, descrito en la norma ASTM E1921-05 [3].

2. DESARROLLO EXPERIMENTAL 2.1. Materiales y Preparación de Probetas Los ensayos de tenacidad a la fractura se realizaron en material de referencia del OIEA, acero A 533 Grado B Clase 1 (JRQ). El bloque de acero de vasija identificado como “8JRQ34”, fue suministrado al ININ por el OIEA para ensayos. La composición química del acero, se muestra en la Tabla I.

Tabla I. Composición química del acero A 533 Grado B

Clase 1 (JRQ) [5] , % en peso. C Si Mn Cr Ni Mo V S P Cu

0.19 0.25 1.41 0.12 0.84 0.50 0.003 0.004 0.017 0.14 El Esfuerzo de Cedencia, σYS, [MPa] y el Módulo de Young, E, [GPa] se obtuvieron de acuerdo a las siguientes ecuaciones de la referencia [5] donde T es la Temperatura en °C:

29.490T543.0T0036.0T10*2T10*4)T( 23548YS +−+−=σ −− (1)

20)0.087][(T207E(T) −−= (2)

Probetas tipo 0.4T CT y Charpy-V, se extrajeron del bloque de acero en la dirección T-L, entre las profundidades de localización desde ¼ hasta ¾ del espesor (T). El acabado final de la muesca en “V” se realizó por electroerosión.

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Se maquinaron 200 probetas, 100 del tipo 0.4T CT y 100 del tipo Charpy-V; 50 a ¼ T, otras 50 a ¾ T, y las restantes entre ¼ T y ¾ T; las medidas de las probetas se realizó con un proyector de perfiles, además en todas las probetas, se pulió a espejo la zona final lateral de la muesca y se les marco una línea para controlar la longitud final de preagrietamiento. El preagrietamiento se realizó en una máquina Servo-Hidráulica MTS, modelo 810 automatizada con controlador Flex Test SE, software de tenacidad a la fractura 790.50, y una capacidad de carga de 10 toneladas. El preagrietamiento por fatiga, se hizo al aire a temperatura ambiente, una frecuencia (f) de 30 Hz, y una relación de tamaño de grieta a0/W = 0.5, con base en la norma ASTM E1921-05. Los resultados finales del preagrietamiento para cada probeta se muestran en la Tabla.II. El seguimiento de avance de la grieta durante el preagrietamiento se realizó por el método de la complianza, usando un extensómetro tipo pinzas, colocado a lo largo de la línea de carga en probetas 0.4T CT y en probetas Charpy-V perpendicular a la línea de carga, hasta alcanzar una relación de tamaño de grieta inicial de a0/W = 0.5. Al final del preagrietamiento en punta de grieta se obtuvo un factor de intensidad de esfuerzos máximo promedio de Kmax = 20 Mpa√m, y una carga máxima promedio de Pmax = 2.93 kN en probetas 0.4T CT y en probetas Charpy-V preagrietadas un Kmax = 20 Mpa√m, y Pmax = 2 kN. 2.2. Procedimiento de Ensayo Antes de realizar los ensayos de tenacidad a la fractura, se acordaron requisitos por todos los países participantes en la intercomparación, para realizar ensayos y métodos asociados uniformes. Los ensayos y análisis de resultados se realizaron con base a la Norma ASTM E1921-05, utilizando la máquina servo-hidráulica de ensayos mecánicos MTS. La medición del desplazamiento en probetas tipo 0.4T CT se realizó usando un extensómetro tipo pinzas, colocado a lo largo de la línea de carga; y en probetas tipo Charpy-V preagrietadas, la medición del desplazamiento a lo largo de la línea de carga se realizó usando el medidor de desplazamiento lineal (LVDT), colocado en el núcleo del pistón del actuador de la máquina servohidráulica; después, estas mediciones se corrigieron, restando el efecto de deformación elástica de las mordazas y accesorios de sujeción de la probeta durante el ensayo. Los ensayos de tenacidad de fractura se realizaron automáticamente por control de desplazamiento a una velocidad de dK/dt = 0.1 Mpa m /seg siguiendo los requisitos y recomendaciones de la norma ASTM E1921-05. Se usó una cámara ambiental con un intervalo de operación de -110°C a 250°C, y un extensómetro con un intervalo de operación de -150°C a 100°C. En probetas tipo 0.4T CT, se midieron durante todo el ensayo la carga, el desplazamiento del pistón del actuador y el desplazamiento del extensómetro colocado a lo largo de la línea de carga de la probeta. Se realizaron los ensayos a dos diferentes temperaturas -70°C y -60°C (Tabla II) de acuerdo al método de multi-temperatura, se inyectó nitrógeno líquido a la cámara ambiental y usando un termopar tipo K para medir la temperatura en el interior de la muesca de la probeta; el tiempo de estabilización del sistema fue de media hora. Todas las probetas se fracturaron por el mecanismo de clivaje sin crecimiento de grieta dúctil. A todas las probetas fracturadas se les realizó nueve medidas para obtener el promedio de la longitud de la grieta, con base en la norma ASTM E1921-05. Las nueve medidas igualmente espaciadas a lo largo del espesor de la probeta, se tomaron a partir del centro de línea de carga hasta el final del preagrietamiento.



Tabla II. Resultados de los ensayos de tenacidad a la fractura en probetas Charpy preagrietadas y 0.4T CT, localizadas desde ¼ T hasta ¾ T del espesor del bloque de acero.

Prob

eta Parámetros

Probeta(mm)

Propiedades

Mecánicas (MPa)

Resultados

Preagrietamiento Resultados del ensayo (MPa m )

B W T

(°C)

σYS

σUT

E ao

(mm)

ao/W bo

(mm)

Pmax

(kN)

JC

(kN/m)

KJC KJC1T KJC

Limit

D4 10 10 -70 554 740 214830 4.88 0.48 5.11 2 57.4 116.4 96.34 149.3

D5 10 10 -70 554 740 214830 5.03 0.5 4.97 2 41.9 99.5 82.98 147.2

D6 10 10 -70 554 740 214830 4.97 0.49 5.03 2 64.3 123.2 101.75 148.1

D7 10 10 -70 554 740 214830 4.90 0.49 5.10 2 45.4 103.5 86.12 149.1

D8 10 10 -70 554 740 214830 4.91 0.49 5.10 2 73.8 132 108.72 148.9

D9 10 10 -70 554 740 214830 4.96 0.49 5.00 2 20.8 70.2 59.72 148.2

C17 10 10 -60 541 720 213960 5.14 0.51 4.86 2 56.7 115.5 95.61 143.6

D10 10 10 -60 541 720 213960 4.9 0.49 5.1 2 79.2 136.5 112.25 147

D11 10 10 -60 541 720 213960 4.92 0.49 5.08 2 72.8 130.8 107.8 146.8

D12 10 10 -60 541 720 213960 4.95 0.49 5.05 2 74.8 132.6 109.2 146.3

D13 10 10 -60 541 720 213960 4.86 0.48 5.13 2 71.3 129.5 106.7 147.6

D23 10 10 -60 541 720 213960 4.97 0.5 5.0 2 145.5 185 150.6 146

A3 10 20 -60 541 720 213960 10 0.49 10 2.93 17.27 63.7 54.63 207.4

A6 10 20 -60 541 720 213960 10.3 0.52 9.5 2.93 31.87 86.6 72.73 209.1

A8 10 20 -60 541 720 213960 10.3 0.52 9.5 2.93 89.83 145.3 119.28 200.2

A9 10 20 -60 541 720 213960 9.99 0.50 9.8 2.93 59.18 118 97.6 204.2

A11 10 20 -60 541 720 213960 10.1 0.51 9.7 2.93 117.03 166 135.5 202.4

A12 10 20 -60 541 720 213960 9.72 0.49 10.1 2.93 17.27 63.7 54.6 207

A15 10 20 -60 541 720 213960 9.9 0.50 10 2.93 67.5 126 104 205.6

A16 10 20 -70 554 740 214830 10.4 0.52 9.4 2.93 38 94.5 79 202.2

A17 10 20 -70 554 740 214830 9.81 0.49 10 2.93 41 98.2 82 209.1

A18 10 20 -70 554 740 214830 9.82 0.49 10 2.93 74.3 132 109 209.2

A19 10 20 -70 554 740 214830 9.75 0.50 9.8 2.93 26.6 79 67 207.2

A20 10 20 -70 554 740 214830 9.76 0.49 10 2.93 44.7 102.5 85 209.5

A21 10 20 -70 554 740 214830 9.95 0.50 10 2.93 54.3 113 93.7 207.4



3. RESULTADOS EXPERIMENTALES En todos los ensayos (Charpy preagrietadas y 0.4T CT), ocurrió fractura por clivaje sin crecimiento de grieta dúctil estable. Las curvas de Carga vs. Desplazamiento se muestran en las Figuras 1 y 2 (puntos unidos por una línea); en estas gráficas se observa que el acero de vasija a estas temperaturas de ensayo se comportó en forma frágil sin crecimiento de grieta dúctil estable.

Fig.1. Comparación de los ensayos de tenacidad a la fractura en probetas Charpy

preagrietadas en acero A533 B Cl.1, temperatura de ensayo -70°C

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Fig.2. Comparación de los ensayos de tenacidad a la fractura en probetas tipo 0.4T CT

en acero A533 B Cl.1, temperatura de ensayo -60°C

3.1. Micro y Macrografía de la Superficie de Fractura Las características fractográficas de las probetas fracturadas se observaron en un Microscopio Electrónico de Barrido, marca Philips, automatizado, Modelo XL30. En cada probeta fracturada se tomaron dos fotomicrografías en la zona inicial y final del preagrietamiento. El punto de inicio de nucleación de fractura por clivaje en las probetas ensayadas, se observó usando un microscopio estereográfico.



Fig. 3 Macrografía mostrando punto inicio fractura por clivaje, indicado con las flechas negras en probeta Charpy preagrietada,

ensayada a -70°C.

Fig. 4 Micrografía MEB ensayada a -70°C, fractura por clivaje. Se observan facetas planas, y punto inicio de clivaje propiciado

por algún carburo, precipitado o inclusión (flecha negra).

3.2. Cálculos Los cálculos para determinar los valores de KJC se efectuaron con base en las ecuaciones y recomendaciones de la norma ASTM E1921-05. La temperatura de referencia, T0, se determinó por el método de multi-temperatura con base en las recomendaciones de la Norma ASTM E1921-05, usando un método iterativo para resolver la siguiente ecuación:



0)]}TT(019.0exp[7711{

)]TT(019.0exp[)20K()]TT(019.0exp[7711

)]TT(019.0exp[ N

1i 0i

0i4

)i(jc

0i

0iN

1ii =

−−−−

−−−

−δ ∑∑

==

(3)

Donde: N es el número de probetas ensayadas Ti es la temperatura de ensayo correspondiente a KJC(i) KJC(i) es un dato válido, KJC o el valor límite substituido por el dato inválido, convertido a un equivalente de 1T. δi es igual a 1 si el dato es válido, o igual a cero (0) si el dato es el valor límite substituido. Los resultados de tenacidad a la fractura para probetas Charpy preagrietadas y 0.4T CT son dados en la tabla II, y la evaluación de la temperatura de referencia, T0 , es resumida en la tabla III (T0 (Charpy)= -60.4 ± 5.2°C, T0 (0.4T CT)= -57.4 ± 5°C ).

Tabla III. Intercomparación [6] de la temperatura de referencia, To, usando la norma ASTM E1921-05, en acero de vasija A 533 Grado B, Clase 1

Laboratorio Tipo Probeta

Temperatura de Ensayo (°C)

To (°C)

No. de Datos

0.4T CT -70 y -60 -57.4 ± 5 13 ININ “México” PCVN -70 y -60 -60.4 ± 5.2 12

0.5T CT -60 -61 11 Inst. Kurchatov “Rusia” PCVN -85 -59 11

0.5T CT -100 a -60 -60 ± 4.43 18 0.5T SEB -100 a -60 -72 ± 4.56 17 0.5T SEB -100 a -60 -69 ± 5.43 12

PCVN -100 a -60 -74 ± 6.27 11 PCVN -100 a -60 -67 ± 4.10 23

CIEMAT “España”

0.4T CT -100 a -60 -51 ± 3.69 26

En las figuras 5 y 6 se presentan los valores de tenacidad a la fractura para probetas Charpy preagrietadas y probetas tipo 0.4T CT respectivamente, junto con las predicciones estimadas de la curva maestra, (5, 50 y 95) % de la banda de tolerancia de los datos. El número mínimo de ensayos requeridos para que el valor de T0 determinado sea considerado válido es de seis, siempre y cuando todas las mediciones individuales sean válidas, es decir, valores menores a KJC(Limit) y el valor de T-T0 este entre +50 y -14°C ( o KJC(med) entre 212 y 84 MPa√m). Con el fin de verificar que el número requerido de datos es suficiente para que el cálculo de T0 sea válido, se debe cumplir la siguiente desigualdad matemática:

∑=

≥3

1iii 1nr (4)



Donde: ri = número de ensayos válidos dentro del i-ésimo intervalo de temperatura, (T-T0). Ni = factores de peso para el mismo intervalo de temperatura. Por lo tanto aplicando este criterio a los ensayos con probetas Charpy preagrietadas y probetas tipo 0.4T CT respectivamente, se tiene:

∑=

>=+=+=2

1iii 1211)

61(6)

61(6nr Charpy (5)

∑=

>==+2

1i

1167.26

13)61(6)

61(7 0.4T CT (6)

con lo cual se comprueba que el número de datos es suficiente para determinar T0. La desviación estándar en el cálculo de T0, con base en la norma ASTM E1921-05 es:

)C(r°

β=σ (7)

Donde: r = número de ensayos válidos usados para determinar el valor de T0.

β=18°C, sí ))TT(019.0exp(7030(r1K 0

r

1ii

eq)med(JC −+= ∑

=

, es igual o mayor que 83MPa m

Si el equivalente 1T, está por debajo de 83MPaeq)med(JCK m , los valores de β deben

incrementarse con base en las recomendaciones de la norma ASTM E1921-05. Calculando el valor equivalente de la mediana de la tenacidad para el conjunto de datos con probetas Charpy preagrietadas y con probetas tipo 0.4T CT, se tiene:

eq)med(JCK (Charpy) = 94.4 MPa m , y (0.4T CT) = 91.3 MPaeq

)med(JCK m

Por lo tanto: C2.512

C18r

)Charpy( °=°

=β

=σ , y C513

C18r

)CTT4.0( °=°

=β

=σ

entonces:

T0(Charpy)= T0 ± σ = -60.4°C ± 5.2°C y

T0(0.4T CT)= T0 ± σ = -57.4°C ± 5°C



Figura 5. Ensayos de Tenacidad a la Fractura en probetas Charpy preagrietadas, a -70°C y -60°C y curvas estimadas de Probabilidad de Fractura vs. Temperatura.

Figura.6. Ensayos de Tenacidad a la Fractura en probetas tipo 0.4T CT, a -70°C y -60°C y curvas estimadas de Probabilidad de Fractura vs. Temperatura.



4. ANÁLISIS DE RESULTADOS Los resultados de las micrografías y macrografías muestran que en todos los ensayos realizados ocurrió fractura por clivaje, cumpliendo con el requisito, de que los aceros ferríticos ensayados deben de experimentar el inicio de agrietamiento por clivaje en inestabilidad elástica o elasto-plástica, o ambos, haciendo válido el análisis de T0; aún cuando en algunas áreas se formaron cavidades (“voids”, la partícula rota no fue capaz de iniciar fractura por clivaje) al inicio del ensayo. Las superficies de fractura originadas por clivaje son facetas planas, cada una de ellas corresponde a una familia de planos de clivaje en los granos cristalinos. Los precipitados, límites de grano e inclusiones influyen en la propagación de la grieta, sobre los planos de clivaje formando superficies escalonadas (Fig. 4). Cuando la grieta alcanza otro grano cristalino, cambia la propagación de la grieta a otros planos de clivaje. En la figura 4, se observan los puntos de inicio de clivaje cuya iniciación se propicia por carburos, precipitados, e inclusiones. Por otra parte, en todas las probetas ensayadas, se midió la longitud inicial promedio de la grieta, tomando nueve medidas, igualmente espaciadas a lo largo del espesor de la probeta, y ninguna de ellas difiere en más del 5% del espesor de la probeta (Fig. 3), de la longitud inicial promedio. Además todos los datos obtenidos de KJC, caen por debajo del valor límite (KJC (Limit)), y dentro de las bandas de tolerancia de los datos (figuras 5 y 6). En las figuras 1 y 2, se comparan las curvas de los ensayos de tenacidad a la fractura en probetas Charpy preagrietadas y probetas tipo 0.4T CT respectivamente; las probetas tipo CT soportaron mayor carga (12 kN) debido al mayor ligamento remanente (10 mm) comparado con las probetas Charpy (6 kN y 5 mm), y un desplazamiento máximo alcanzado a lo largo de la línea de carga, de 0.6 mm en ambas probetas. En la tabla III se comparan las temperaturas de referencia, T0, obtenidas en el ININ, con dos laboratorios (6) que realizaron ensayos parecidos, concluyendo que se obtuvieron resultados semejantes.

5. ESTADO ACTUAL EN LA APLICACIÓN DE LA CURVA MAESTRA La metodología de la curva maestra ya ha sido o esta siendo incorporada [7] por el Código ASME, normas ASTM, la NRC de USA, Organismo Regulador de Alemania (KTA 3203), IAEA, la República Checa, Finlandia. Esta metodología ha sido adoptada en USA a través del Caso de Código N-629 del ASME [8], usando la temperatura de referencia indexada RT0 como una alternativa a RTNDT, para indexar la curva KIC del Código ASME. La aproximación alemana es prácticamente idéntica. Actualmente esta tecnología está siendo asimilada por otros países. Es razonable esperar que, en el futuro la determinación de los límites de operación de las plantas nucleares estarán basados en los métodos de la curva maestra [7]. Actualmente, en los Códigos y Regulaciones no hay requerimientos específicos para aplicar la curva maestra en programas de



vigilancia de vasijas en centrales nucleoeléctricas, sin embargo, la necesidad de un análisis más preciso de la tenacidad a la fractura en los materiales de la vasija de nucleoeléctricas, conducirá a algunas plantas a usar probetas de vigilancia modificadas para medir la tenacidad a la fractura aplicando la aproximación de la curva maestra en adición a los ensayos Charpy-V tradicionales. Probetas Charpy reconstituidas de vigilancia en instalaciones nucleoeléctricas de USA, han sido usadas para generar mediciones de T0 en probetas irradiadas de las soldaduras de vigilancia (soldadura circunferencial Linde 1092) de la nucleoeléctrica de Kewaunee [1], de las soldaduras de vigilancia de la nucleoeléctrica de Maine Yankee [1], de las soldaduras axiales de vigilancia (Linde 1092) de la nucleoeléctrica de Point Beach-2 [9], de la placa limitante SA533B-1 de vigilancia de la nucleoeléctrica de Beaver Valley-1 [10], y de las soldaduras Linde 80 de vigilancia de la nucleoeléctrica de Zion-1/2 [10]. Los beneficios en la aplicación de la curva maestra son: a). Relajamiento de las curvas de operación presión temperatura, y b). Análisis comparativo de integridad estructural de la vasija siguiendo diferentes procedimientos que deben permitir el establecimiento de posibles criterios al realizar la extensión de licencia después de los 32 EFPY.

6. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES 6.1 Conclusiones Se obtuvieron datos de tenacidad a la fractura en acero de vasija, A 533 Grado B Clase 1 (JRQ), los cuales fueron analizados con el método de la curva maestra, y se contribuyó al proyecto de investigación coordinado por el OIEA. La tenacidad a la fractura del acero de referencia (JRQ), se midió a dos temperaturas diferentes, -70 °C y -60 °C, y las temperaturas de referencia, determinadas son: T0(Charpy) = -60.4 ± 5.2°C y T0(0.4T CT) = -57.4 ± 5°C. Con lo cual podemos concluir que: 1. Los datos de tenacidad a la fractura y temperatura de referencia, T0, son semejantes con otros

laboratorios participantes (Tabla III) en el proyecto CRP-8 [6]. 2. No existe diferencia notable en los resultados al determinar la T0, cuando se comparan los

resultados obtenidos con probetas tipo Charpy preagrietadas y tipo 0.4T CT, con una relación de tamaño de grieta a0/W = 0.5.

6.2 Recomendaciones 1. Se sugiere, por ser conveniente estar preparado con la tecnología de la curva maestra, la cual

se ha estado aplicando en algunos casos particulares en centrales nucleoeléctricas de Estados Unidos y Europa, usando el Caso de Código N-629 del ASME.

2. La curva maestra podría ser un fuerte soporte para facilitar la preparación de la extensión de licencia después de los 32 EFPY, en las centrales nucleoeléctricas.



7. BIBLIOGRAFÍA 1. Welding Research Council Bulletin 458. Fracture toughness master curve development:

application on master curve fracture toughness methodology for ferritic steels. Pag.1. January 2001.

2. ASME Code Section XI, Appendix G: Fracture Toughness Criteria for Protection Against Failure, Edition 1998.

3. ASTM E1921-05, Standard test method for determination of reference temperature, T0, for ferritic steels in the transition range.

4. NUREG/CR-5504, ORNL/TM-13631. Technical basis for an ASTM standard on determining the reference temperature, T0, for ferritic steels in the transition range.

5. IAEA-TECDOC-1230. Reference manual on the IAEA JRQ correlation monitor steel for irradiation damage studies.

6. 2nd IAEA Meeting on “Master curve to monitor the fracture toughness of RPVs in NPPs”. Dresden Germany, November 2006.

7. IAEA-TRS No. 429; Guidelines for application of the master curve approach to reactor pressure vessel integrity in nuclear power plants”. March 2005.

8. ASME Code Case N-629, Use of fracture toughness test data to establish reference temperature for pressure retaining materials, May 7, 1999.

9. U.S.NRC, Dockets 50-266 and 50-301. Point Beach Nuclear Plant, Units 1 and 2. March 3, 2003.

10. IAEA master curve guidelines, recently analyzed CRP data, and application cases in the USA. William Server-ATI Consulting, USA. Athena workshop October 25, 2004 Rome, Italy.


Documents

Efecto del Tipo de Probeta Usada en la Determinación de …las-ans.org.br/Papers 2007/pdfs/Paper040.pdf · común, basada solo en ensayos de impacto en probetas Charpy. De esta forma